植筋锚接钢筋混凝土梁受弯试验研究

植筋锚接钢筋混凝土梁受弯试验研究

1植筋拉拔试验研究作为一种改进的加固技术手段，种植肌腱可以替代预埋件，在设备安装、墙体安装、辅助设备安装等方面具有独特的优势，并得到了广泛应用。在欧美各国,有关粘结锚栓技术的研究工作具有系统性,并有专门的技术规程用于指导工程施工。我国近年也有较多应用和研究,有关后锚固技术的技术规程也正在编制中。粘结锚栓受力性能研究的一个显著的特点是以大量的试验为基础。植筋的承载力是根据粘结剂供货商所提供的图表而确定的,这些图表或相关的计算公式、技术规程都是建立在大量试验基础上的。最有代表性的是COOK进行的试验,在试验的基础上总结了破坏模式,提出了设计方法。随后他又用12个厂家的20种产品,做了765个试验,所考虑的影响因素包括在安装过程中的因素,如钻孔条件、混凝土强度、混凝土级配等,安装后的影响因素,如较短的粘结养护期、高温的受力环境等。HIGGINS等人研究了使用过程中暴露的环境因素的影响,如紫外线、在酸雨作用下的干湿交替对植筋承载力的影响。因此可以说,国外有关粘结锚栓的研究已经进行得很深入、很细致。但是,国外所做的试验研究主要集中在粘结锚栓的拉拔试验方面,即锚栓或钢筋被植于大块的预制混凝土块中,然后施加单向拉拔力至破坏。国内也有一些植筋拉拔试验的研究结果,曾有人进行了低周反复力作用下植筋构件恢复力特性的研究,但该试件中钢筋也是埋植在较大的混凝土构件中。在实际工程中,特别在我国,植筋技术被大量应用于结构加固、结构改造、结构拓延等情况,植筋在受弯构件或压弯构件中承受拉力。例如在采用植筋技术在老建筑物上增设阳台、雨蓬,或对剪力墙、框架柱结构的加层改造中,所植钢筋的受力状态与单向拉拔的受力状态完全不同。这时基材混凝土并不是处于零应力状态的大块混凝土,而是处于复杂应力状态的混凝土,甚至是框架节点区的混凝土。显然,把块体混凝土植筋单向拉拔的试验结果用于构件中受力钢筋的植筋锚固是偏于不安全的。本文研究的目的是要揭示化学植筋当基材处于不利应力状态下的粘结锚固性能,通过对比试验探索疲劳荷载对植筋搭接梁受力性能的影响,以指导植筋技术在结构改建、加固中的应用。2试验梁、梁、筋、板、墙节点的钢筋性能本文通过植筋搭接梁受弯试验来探讨在混凝土构件受拉区植筋的受力性能。试验梁共5根。其中3根梁做静力加载试验,植筋搭接长度分别为8d=176mm、10d=220mm、12d=264mm(其中d为所植钢筋的直径,均为22mm),相应试件称为SB1、SB2、SB3。2根梁做疲劳荷载试验,植筋搭接长度均为10d=220mm,分别称为FB1、FB2。5根试验梁的区别仅在于受力钢筋的植筋搭接长度,其余条件完全一致,施工制作也在同时同地进行。试验梁的几何尺寸和截面配筋如图1所示。试验梁分两期施工。第一期浇筑施工界面左边的梁段,按正常程序绑扎钢筋、支模、浇捣混凝土,其中的受拉钢筋称为“预置筋”,至施工界面处结束,受压钢筋为通长布置。同时为绑扎箍筋方便,在受拉区箍筋转角处布置24通长钢筋(这两根钢筋及箍筋在立面图中没有画出)。第一期施工梁段在室内自然养护28天后进行植筋施工。植筋与预置筋直径相同并布置在同一水平高度处。图1的梁立面图中为表达方便起见将受拉钢筋画成了上下错开的两排,真实的钢筋位置应如图1中2-2剖面所示。待粘结剂固化达到强度后,再绑扎第二期施工梁段的箍筋并浇筑混凝土。在新老混凝土结合界面采用打毛处理。梁中受拉主筋(包括预置筋和植筋)采用HRB335级钢筋,试验实测钢筋屈服强度为338.8MPa,极限抗拉强度为516.7MPa。箍筋、受压区架立筋、受拉区架立筋采用HPB235级钢筋。混凝土设计强度等级为C30,实测混凝土立方体(150mm×150mm×150mm)抗压强度fcu=38.4MPa。植筋钻孔直径均为28mm。植筋胶采用型号为FISV360S的慧鱼牌植筋胶。预置筋和植筋均对剖后开槽粘贴应变片。凹槽为3mm×6mm,合拢后出线孔为6mm×6mm。槽内贴2mm标距的箔式电阻应变片。在每一根预置筋和植筋的搭接范围内,各布置3片应变片,应变测点的相对位置关系如图2所示。在梁上部正反面混凝土表面贴混凝土应变片,每边2片共4片。一片贴在靠近梁顶面处,一片贴在离梁顶面1/4梁高处。3种植钢筋结构试验中的张力试验静力加载程序分三个阶段:预载;加载-卸载;加载至结构破坏。3.1植筋搭接长度对钢筋混凝土破坏机理的影响3根静力试验梁的破坏特征大体相同。加载初期试件均无裂缝出现,试件基本处于弹性工作阶段。随着荷载的增加,首先在两次浇筑梁的施工界面处出现第一条竖向裂缝,说明在两次浇筑混凝土的结合面是结构中的薄弱部位,随后裂缝在钢筋搭接接头的两端出现,随着荷载的增加,纯弯段的其它部位产生几条平行的近乎等距的垂直裂缝,最后所植钢筋、粘结剂、混凝土之间发生混合界面破坏。试验结果显示,植筋搭接长度越大,构件产生的裂缝也越多,遍布整个纯弯段,裂缝间距较均匀。梁静力受弯试验结果如表1所示。从表中还可看出,植筋深度为8d的梁开裂荷载最小,10d的次之,12d的最大,说明开裂荷载随植筋搭接长度的增加而增大。随着植筋搭接长度的增加,钢筋与混凝土间的粘结力增大,构件的破坏荷载越大,裂缝发展得越充分。3根梁实测得到的荷载-挠度曲线关系如图3所示。由图中可以看出,试件的挠度变化在加载期间表现为两个阶段,这与普通钢筋混凝土适筋梁理论分析得到的三阶段形式是不一致的,主要是因为所有试件由于植筋搭接长度较短,受拉钢筋均未达到屈服强度,最后均因所植钢筋、粘结剂、混凝土发生混合界面破坏而导致梁脆性破坏。这是本次试验的一大缺憾。混凝土开裂前,试件处于弹性工作阶段,挠度随荷载线性增加。3根试件的荷载-挠度曲线基本重合,这反映了不同植筋搭接长度的梁抗弯刚度在开裂前基本相同。开裂后,试件挠度随荷载的增加明显加快,但由于粘结剂的粘弹性变形,植筋搭接长度较大的构件,变形较小,试件挠度增长速度随植筋搭接长度的增加而降低。综合裂缝和变形的观察结果可以看出,影响试验梁主裂缝宽度和挠度的主要因素是钢筋、粘结剂、混凝土之间的粘结滑移性能,钢筋和混凝土的弹性变形所产生的影响很小。试验时混凝土压应变与荷载之间的关系如图4所示。由图可见,在荷载较小时(图中显示当荷载在100kN以下时)3条曲线几乎重合且均接近于直线,说明此时3根梁均处于较好的弹性阶段。受压区混凝土也处于弹性阶段。SB1曲线的线性最好,在破坏后的试件上也可清楚地看出,SB1破坏时受压区混凝土完全没有损坏,试件完全是由于受拉区植筋被拔出、主裂缝延伸至梁顶导致试验梁呈“折断”的破坏形态。SB2和SB3的混凝土压应变在接近极限荷载时逐渐向水平方向弯曲,这是由于随着裂缝的发展,梁受压区高度越来越小,导致压应变增幅加快。从破坏后的试验梁也可以看到,SB2、SB3梁的混凝土受压区均有混凝土被压碎的现象。但混凝土被压碎的范围很小,梁的破坏状态类似于普通钢筋混凝土少筋梁的破坏。从上述试验现象的分析可以看出,即使对于植筋搭接长度达12d的梁,其破坏也是呈脆性的,破坏均为钢筋、粘结剂、混凝土的混合界面破坏,钢筋强度均得不到充分发挥。3.2搭接长度对植筋应力的影响图5为搭接范围内预置钢筋的应力实测结果。由图5可以看出,当搭接长度较短时(如SB1中植筋搭接长度为8d=176mm),预置筋应力沿钢筋长度近似呈线性变化;当搭接长度较长时(如SB3中植筋搭接长度为12d=264mm),预置筋应力沿钢筋长度呈现出明显的非线性变化。这说明当植筋搭接长度较大时,预置筋与植筋之间的应力传递沿搭接长度是不均匀的。图6为搭接范围内植筋的应力实测结果。由于SB1中植筋内的应变读数不正常,故图中仅给出SB2、SB3的应力实测结果。由图6可见,植筋的应力分布规律与图5中预置筋的应力分布规律是一致的。3.3加载-装卸试验梁的挠度曲线在对植筋搭接梁破坏性加载试验前,先进行了加载至梁设计荷载的60%后再卸载的试验,测得了梁的变形和钢筋的应变。图7为SB3加载-卸载过程中梁的挠度曲线,图8、图9为SB3加载-卸载过程中预置筋和植筋的应力变化。结果表明,试验梁在经历加载-卸载循环后有较大的残余变形,在钢筋内有一定的残余应力。将图8与图9相比较还可以看出,经历加载-卸载历程后,植筋比预置筋有更大的残余应力,表明植筋比预置筋有更大的滑移。这一现象实际上反映了植筋胶与粘结界面的蠕变特性,应该引起工程界的充分注意。3.4试验结果比较作为对比试验,作者另外制作了混凝土块体试件,进行了5组18根单向拉拔的植筋锚固试验。块体试件植筋施工工艺与梁式试件相同。实测混凝土立方体抗压强度fcu=50.5MPa。用于对比的3组块体植筋试件的基本参数见表2,其中d为所植钢筋的直径,均为22mm。试验结果比较见表3。试验结果表明,在梁式试件中,破坏主要发生在胶与混凝土界面上,钢筋与胶的粘结力大于混凝土与胶的粘结力。在块体试件中均为混合界面破坏。植筋搭接长度相同时,弯曲受力情况下试件破坏时钢筋所受的拉力仅为轴拉下试件破坏时钢筋所受拉力的35%～48%。梁破坏时钢筋的应力远远小于其屈服强度,强度未能得到充分的利用。其原因主要是因为在弯曲情况下,梁内出现了与梁轴线垂直的裂缝,受拉区混凝土开裂而退出工作,拉力主要由受拉区钢筋承担,由于植筋与预置筋搭接长度较短,两者不能形成一个整体工作,而且箍筋数量较少,致使植筋带胶过早地与混凝土发生滑移。另一方面,在梁式试件中植筋的混凝土保护层较小,也会造成钢筋、胶和混凝土之间的粘结力下降。图10为SB2、SB3试件破坏时梁底面钢筋搭接区段裂缝发展的照片。斜裂缝的出现表明在梁底混凝土内有较大的纵向剪力。4种植钢筋结构试验中的疲劳负荷4.1疲劳试验荷载植筋搭接梁疲劳荷载试验加载装置示意图如图11所示。在试验装置的具体安装过程中,采取了一系列的措施以防止疲劳试验过程中试件滑移、脱落,防止试件下支座移位,防止荷载作用点移位。因为本次试验的目的是为了研究植筋搭接的锚固性能,因此在确定梁疲劳加载的最大荷载和最小荷载时,应先确定梁受拉主筋所承受的最大拉力和最小拉力,然后再反算作用在梁上的疲劳试验时的最大荷载和最小荷载。我国《混凝土结构试验方法标准》(GB50152—92)没有给出疲劳试验时试验荷载值确定方法,本文疲劳试验荷载取值参考欧洲技术检验组织的标准确定。试验中对于FB1取Pmax=65kN,Pmin=35kN;对于FB2取Pmax=75kN,Pmin=35kN;加载频率为4Hz。循环荷载在最大荷载和最小荷载之间按正弦曲线变化。为研究不同的荷载循环次数对试件受力性能的影响,欧洲标准要求在加载至10、102、103104、105次循环时,停机进行一个循环的静载试验。我国《混凝土结构试验方法标准》(GB50152—92)中,则要求重复加载到10×103次、100×103次、500×103次1×106次、2×106次循环时,停机进行一个循环的静载试验。本文试验中考虑在加载1次、5×105次、106次1.5×106次、2×106次时停机进行一个循环的静载试验,静载试验时为分级加载至最大疲劳荷载。在疲劳加载满2×106次后停机,然后静力加载至结构破坏,得到极限荷载及破坏形态。梁在整个疲劳试验过程中的荷载谱如图12所示。4.2静力加载试验位移测点布置与梁静力试验时相同。在疲劳试验过程中不进行动态测量。在疲劳加载过程中位移计与试件脱离,在疲劳试验机停机进行静力加载试验时再安装就位。静力试验时量测竖向荷载值、梁的跨中挠度值及钢筋和混凝土的应变。静力加载至最大值时观察裂缝发展位置并标注疲劳加载的循环次数。应变测点布置与梁静力试验时相同。所有测点均接入自动数据采集记录系统,并传送至电子计算机自动形成记录文件。4.3试验结果及分析由于测试人员及设备安排上的原因,将原定疲劳加载为106次时需进行静力试验的方案作了调整FB1调整为当疲劳加载达到8.85×105次时、FB2调整为当疲劳加载达到9.25×105次时,分别停机进行了一个循环的静载试验。图13为两根疲劳试验梁的挠度实测结果合成图。所谓合成是把每次停机试验所得到的荷载-挠度曲线合成到同一个坐标系中,并以前一次卸载为零时的残余位移作为本次试验开始加载时的位移初值。所以图中在不同循环次数时的荷载-挠度曲线都是首尾相连的。由图可以看出:(1)第一次加载且当荷载较小时,试验梁有较好的刚度,表现为荷载-挠度曲线明显较陡,这反映了梁开裂前刚度较大的特点,这一点与普通钢筋混凝土梁是一致的。(2)疲劳加载以后的荷载-挠度曲线的斜率明显地显得平缓,表明结构开裂后刚度被削弱,且由于植筋粘结滑移的影响,每次卸载后都会有一定的残余变形。(3)自5×105次加载至2×106次加载试验的荷载-挠度曲线的斜率颇为接近,表明疲劳加载对梁的抗弯刚度影响不大。(4)试验加载达2×106次后停机再加载至结构破坏所得到的荷载-挠度曲线的斜率与前面停机时所得到的荷载-挠度曲线的斜率基本一致,表明梁中纵筋的粘结滑移传力机理没有变化。试验曲线最终没有出现水平段或下降段,因为两根梁最终都是由于钢筋、粘结剂、混凝土之间的混合界面破坏而破坏,钢筋没有发生屈服。这一点与植筋搭接梁静力试验结果是一致的。图14为两根疲劳试验梁的表面裂缝展开图。与裂缝相垂直的短线及标注在其旁边的数字表示在某一循环加载次数后裂缝所发展的位置。由图可见:(1)第一次静力加载时,裂缝首先出现在新老混凝土界面上,这与静力加载试验梁SB1、SB2、SB3的结果是一致的。(2)从第一次加载到第5×105次循环加载过程中,除第一条主裂缝有一定发展外,又陆续出现了许多受弯正裂缝。从5×105次循环加载到2×106次循环加载过程中,裂缝有一定的发展,但发展量并不大,也没有新的裂缝出现。(3)在2×106次疲劳加载结束后静力加载至破坏的过程中,主裂缝有较大的发展,最后接近梁顶,形成破坏截面。其余裂缝仅有少量的发展,在这期间又出现了一些新的裂缝。(4)梁底在纵筋搭接区出现了交叉斜裂缝,说明混凝土在传递纵筋应力过程中以受剪为主。由于试验时是由上向下加载的,因此未能观察到梁底裂缝随荷载增长或随循环次数的发展过程,仅得到梁破坏时的最终结果。5搭接区范围有交叉斜裂缝(1)试验所做的5根植筋搭接梁都是由于植筋粘结锚固破坏而导致梁的破坏,粘结锚固破坏的形式均为混合界面破坏。受拉钢筋均未达到屈服强度。将植筋搭接梁受弯试验结果与块体试件植筋拉拔试验结果比较可以看出,在相同植筋条件下,位于梁受拉区的植筋的粘结锚固承载力远小于在块体混凝土试件中植筋的粘结锚固承载力。因此,当植筋锚固区基材处于复杂应力状态时,应认真考虑